背板層間粘結(jié)性能對SiC/UHMWPE復(fù)合裝甲防彈性能影響的數(shù)值分析

汪勇峰,蔣培清,張 波,蔡俊東,張華鵬

(1.浙江理工大學(xué)紡織科學(xué)與工程學(xué)院(國際絲綢學(xué)院),杭州 310018; 2.浙江省現(xiàn)代紡織技術(shù)創(chuàng)新中心,浙江紹興 312030; 3.惠州學(xué)院旭日廣東服裝學(xué)院,廣東惠州 516007; 4.上海聯(lián)博安防器材股份有限公司,上海 201314)

近年來研究人員對輕型裝甲系統(tǒng)的防動能彈體侵徹性能進行了大量研究,一些輕型鋁合金、鈦合金、陶瓷和纖維增強復(fù)合材料等先進材料被用于輕型裝甲的研發(fā)上。超高分子量聚乙烯纖維(Ultra high molecular weight polyethylene fiber,UHMWPEF)是一種高強度纖維,其可制成低質(zhì)量、高強度、抗沖擊的復(fù)合材料,但存在抗壓、抗剪性能低的局限性,這一局限性使得UHMWPE復(fù)合材料在某些情況下無法單獨作為防彈材料使用[1]。自Wilkins等[2]報道陶瓷復(fù)合裝甲的研究以來,有關(guān)陶瓷復(fù)合裝甲試驗及數(shù)值模擬的研究不斷拓展。陶瓷復(fù)合裝甲是將陶瓷與其他多層不同材料堆疊復(fù)合在一起,通過不同層與層之間及不同材料對動能彈體的抗侵徹作用,解決上述單一材料的問題[3]。因此以陶瓷材料作為面板與纖維增強復(fù)合材料作為背板組成的復(fù)合裝甲體系已經(jīng)成為當(dāng)前研究與應(yīng)用的一個重要方向。王東哲等[4]通過實驗和數(shù)值模擬,系統(tǒng)研究了陶瓷/纖維復(fù)合裝甲各層對彈丸的作用機理,并驗證了數(shù)值模擬方法的可靠性。Hu等[5]系統(tǒng)研究了碳化硅(SiC)陶瓷形狀對SiC/UHMWPE復(fù)合裝甲抗穿甲彈的彈道性能影響,并詳細(xì)闡明了復(fù)合裝甲的彈道侵徹過程。劉迪等[6]將SiC陶瓷與超高分子量聚乙烯相結(jié)合,從試驗與數(shù)值模擬兩個層面研究了硬-軟結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲的防護性能。

復(fù)合裝甲的抗侵徹性能不僅僅與裝甲自身材料性質(zhì)相關(guān),而且與材料間的粘結(jié)性能有關(guān)。Shen等[7]對SiC/UHMWPE復(fù)合裝甲的模擬分析數(shù)據(jù)表明,SiC陶瓷與UHMWPE背板之間的粘結(jié)對背板變形和裝甲防彈能力有明顯影響。近年來有關(guān)粘結(jié)性能對復(fù)合裝甲防護性能影響的相關(guān)研究中,以陶瓷與背板間粘結(jié)作用的研究報道為主[8-10],而復(fù)合材料背板的層間粘結(jié)作用鮮有系統(tǒng)研究報道。在纖維增強復(fù)合材料廣泛應(yīng)用于復(fù)合裝甲設(shè)計使用的今天,對于纖維增強復(fù)合材料層合板層間粘結(jié)性能的研究具有愈發(fā)重要的意義。

本文以SiC陶瓷作為迎彈陶瓷層,UHMWPE纖維增強復(fù)合材料層合板為背板,設(shè)計并建立了SiC/UHMWPE纖維復(fù)合材料裝甲模型,利用有限元分析軟件LS-DYNA對不同層間粘結(jié)參數(shù)的UHMWPE層合板復(fù)合裝甲受7.62 mm穿甲燃燒彈沖擊侵徹過程進行數(shù)值模擬計算,分析探究了復(fù)合材料背板粘結(jié)參數(shù)對陶瓷基復(fù)合材料裝甲抗侵徹性能的影響。本文研究可以為復(fù)合材料作為背板的復(fù)合裝甲設(shè)計、材料選擇及粘結(jié)數(shù)值模擬提供參考。

1 數(shù)值模擬模型

1.1 模型建立

彈道數(shù)值模擬的模型包括彈丸和靶板兩個部分。彈丸采用53式7.62 mm穿甲燃燒彈,其彈頭由穿甲鋼芯、覆銅鋼被甲及鉛質(zhì)襯套組成,其中穿甲鋼芯直徑6.2 mm,長27.6 mm,質(zhì)量5.08 g,為減少計算量,對襯墊及被甲的頭部圓角進行了簡化,同時未考慮燃燒劑對實驗的影響。靶板迎彈面為陶瓷層,材料為碳化硅,厚度為10 mm;底層為背板層,由UHMWPE纖維單向(UD)熱塑性層壓復(fù)合材料制成,總厚度 10 mm。靶板總體外形尺寸為400 mm×350 mm,陶瓷層采用50 mm×50 mm正四邊形陶瓷片拼接而成。

模型采用拉格朗日算法,用8節(jié)點六面體實體單元對模型進行網(wǎng)格劃分,另將彈著點附近區(qū)域的網(wǎng)格細(xì)化,細(xì)化區(qū)域的單元尺寸大小設(shè)置為0.5 mm。在背板兩側(cè)邊緣施加固支邊界條件以限制其空間自由度,模擬靶板兩端固定的狀況。本模型中彈丸與靶板之間的接觸以及彈丸各部分之間的接觸均采用自動面面侵蝕接觸(AUTOMATIC_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE),當(dāng)接觸單元失效刪除后可以自動建立新的接觸面。復(fù)合材料背板采用三維應(yīng)力實體單元,由于單層厚度相當(dāng)小,因此采用亞層(Sub_laminate)方式建模,復(fù)合材料背板層與層之間采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接觸來模擬層間粘結(jié),該層間TIEBREAK接觸采用與Cohesive Zone Model[11]相同的層間變形、失效與破壞模型,即LS-DYNA中的MAT138(MAT_COHESIVE_MIXED_MODE)模型。陶瓷與UHMWPE復(fù)合材料背板之間的粘結(jié)采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接觸來模擬,采用環(huán)氧樹脂粘結(jié)性能參數(shù)[12]。采用考慮到材料的本構(gòu)模型、荷載及約束均具有對稱性,為節(jié)約模擬計算的成本,采用1/2有限元模型進行侵徹過程計算,整體模型如圖1和圖2所示。

圖1 7.62 mm槍彈1/2模型Fig.1 1/2 model of 7.62 mm projectile

圖2 1/2 SiC/UHMWPE 復(fù)合裝甲1/2模型Fig.2 1/2 model ofSiC/UHMWPE composite armor

1.2 材料本構(gòu)模型及參數(shù)

1.2.1 陶瓷材料模型及參數(shù)

陶瓷采用Johnson-Holmquist塑性損傷模型(JH-2),該模型考慮了脆性陶瓷材料的強度與靜水壓力相關(guān)性、應(yīng)變率效應(yīng)、損傷后可繼續(xù)承受靜水壓(損傷膨脹)特性以及塑性損傷累積效應(yīng)[13],模型參數(shù)[14]見表1。

表1 SiC模型參數(shù)Tab.1 Model parameters of SiC

1.2.2 UHMWPE背板材料模型及參數(shù)

MAT_COMPOSITE_MSC是一種可用于單向和織物增強復(fù)合材料的漸進損傷模型,該模型通過改進Hashin復(fù)合材料失效準(zhǔn)則可模擬分析纖維方向與橫向、厚度方向壓潰破壞和基體面內(nèi)與層間破壞等七種破壞與失效模式,并考慮了材料的應(yīng)變率效應(yīng)和基于損傷力學(xué)的非線性漸進損傷效應(yīng)[15],本文采用此模型來模擬UHMWPE纖維復(fù)合材料背板在彈丸高速沖擊下的響應(yīng),模型具體參數(shù)[16]如表2所示。

表2 UHMWPE模型參數(shù)Tab.2 Model parameters of UHMWPE

1.2.3 彈丸材料模型及參數(shù)

彈丸由穿甲鋼芯、鉛襯套及覆銅鋼被甲3個部件構(gòu)成。穿甲鋼芯為彈丸的主要侵徹體和毀傷單元,采用修正的Johnson-Cook本構(gòu)模型,并配合Cockcroft-Latham斷裂準(zhǔn)則來模擬。鉛套及被甲對侵徹作用較小,考慮采用簡化的Johnson-Cook模型,簡化后的J-C模型忽略了熱軟化和損傷,且不需使用狀態(tài)方程,提高了模擬計算的工作效率。彈丸各部件材料參數(shù)[17-18]見表3、表4。

表3 彈丸鋼芯模型參數(shù)Tab.3 Model parameters of the projectile steel core

表4 彈丸被甲及鉛套模型參數(shù)

2 防彈性能影響規(guī)律的數(shù)值模擬

為了研究粘結(jié)性能對陶瓷復(fù)合裝甲抗侵徹性能的影響,在彈丸初速度878 m/s情況下,以上述有限元模型為基礎(chǔ),共設(shè)計并建立了6組具有不同粘合力參數(shù)的有限元模型(粘結(jié)性能由模型1-6依次增大),得到6組對照試驗,具體如表5。在本節(jié)中,根據(jù)模擬仿真結(jié)果分析研究了SiC/UHMWPE纖維復(fù)合材料復(fù)合裝甲的彈道性能、彈道極限速度、能量吸收和損傷模式,并從以上各角度對比分析不同粘結(jié)性能復(fù)合裝甲的性能差異。

2.1 數(shù)值模型可靠性驗證

為了確保數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性,需基于試驗結(jié)果對數(shù)值模擬方法進行可靠性驗證。由于試驗樣品材料性質(zhì)與上述模型1相近,選取模型1的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比。圖3為背板背彈面的實驗與模擬結(jié)果對比圖,可見模擬所得結(jié)果中背板的形態(tài)以及鼓包均與試驗所得相符合。

模型1彈丸初速為878 m/s,彈丸未穿透。使用LS-PREPOST軟件提取模擬結(jié)果文件,使用MEASURE功能量取背板背彈面最大位移節(jié)點的位移量(鼓包高度),其結(jié)果為23.9 mm。對試驗樣品進行大量重復(fù)試驗,觀察其穿透情況并測量背板鼓包高度(通過測量復(fù)合裝甲背部設(shè)置的標(biāo)準(zhǔn)膠泥的最大凹陷深度而得),表6給出其中6次試驗結(jié)果。在彈速870～882 m/s范圍內(nèi),彈丸均未穿透,6次試驗的鼓包高度的平均值為25.6 mm。綜上,可以看出數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果相比誤差較小,證明了模型分析的可行性。

表6 穿透情況與背板鼓包高度的試驗結(jié)果Tab.6 Experimental results of the penetration and backface signature of the composite armor

2.2 彈道性能

圖4是彈丸的速度-時間歷程曲線,由圖4可知,彈丸接觸裝甲后,其速度開始以近似線性關(guān)系迅速下降;0.05 ms左右時,彈丸穿透陶瓷層達到與過渡層的接觸界面,彈丸速度下降趨勢放緩,在一個短暫的時間內(nèi)速度幾乎維持不變;彈丸進入背板層后,隨著復(fù)合材料層合板的破壞逐漸加大,彈丸速度的下降趨勢逐漸放緩,速度曲線趨于平緩,直至穩(wěn)定。對比圖4(a)—(d)發(fā)現(xiàn),各模型彈丸速度降低至零所用時間不同且依次減小,粘結(jié)性能最弱時,所用時間最多,為0.1586 ms;而粘結(jié)性能最強時,所需時間最少,為0.1389 ms。可知,粘結(jié)性能在一定程度上影響了彈丸速度消耗的時間,但這種影響較小。同樣地,根據(jù)圖4(e)—(f),發(fā)現(xiàn)各模型彈丸穿透復(fù)合裝甲后的剩余速度依次增大,其中模型5,剩余速度僅為10 m/s;而模型6,彈丸剩余速度高達170 m/s。

圖4 彈丸的速度-時間歷程曲線Fig.4 Velocity-time history curves of the projectile

圖5為模型1―4背板背面最大撓度節(jié)點位移-時間歷程曲線,隨著彈丸侵徹不斷加深,節(jié)點發(fā)生位移,且在彈丸動能耗盡的瞬間達到最大值。對比發(fā)現(xiàn)各模型背板鼓包高度存在明顯差異,粘結(jié)性能越低的模型,其背板鼓包高度越大。

圖5 不同模型背板位移最大節(jié)點位移-時間歷程曲線Fig.5 Displacement-time history curve of the node with the maximum displacement of the backplate

綜上,可知在彈丸初速為878 m/s時,模型1―4均可抗彈丸侵徹穿透,其中模型4背板鼓包高度最小、彈丸速度降為零所需時間最少,而模型5、6抗侵徹性能較弱,又以模型6的性能表現(xiàn)最差。以上分析表明在一定粘結(jié)性能范圍內(nèi),復(fù)合裝甲抗侵徹表現(xiàn)均較好,當(dāng)超過這一范圍時,其性能將急劇下降,以至于完全喪失對彈丸的攔截能力,此時粘結(jié)性能越強,抗侵徹性能越弱。

2.3 彈道極限速度

彈道極限速度被廣泛用于防彈材料的性能表征,對上述6個模型,在700～1200 m/s速度區(qū)間內(nèi)以不同速度的梯度值作為彈丸初始速度建立若干模型,并進行數(shù)值模擬計算。記錄各個模型在一系列不同初速沖擊下的彈丸剩余速度,并對彈丸剩余速度-初始速度曲線進行擬合,最終得到彈道極限速度。本研究采用的初始速度-剩余速度經(jīng)驗?zāi)Ｐ褪荓ambert-Jonas基于大量實驗結(jié)果提出的[1],形式如式(1):

(1)

式中:Vr、Vi、Vbl分別為彈丸剩余速度、初始速度及復(fù)合裝甲彈道極限速度,b為常數(shù)。

圖6給出彈丸初始速度-剩余速度模擬值,及在此基礎(chǔ)上根據(jù)式(1)得到的擬合曲線,該曲線與橫坐標(biāo)(初始速度)的交點即為彈道極限速度Vbl。各模型的彈道極限速度如圖7所示。從圖7中可以看出,6個模型的彈道極限速度逐次降低,模型1的彈道極限速度最高,達955 m/s,模型6的彈道極限速度最低,僅為821 m/s。也即,粘結(jié)性能最小時,其相應(yīng)模型的彈道極限速度最高,而粘結(jié)性能較大時,模型的彈道極限速度反而較小,且粘結(jié)參數(shù)相差較大時,彈道極限速度差距懸殊。比較說明,復(fù)合裝甲的彈道極限速度與粘結(jié)性能強弱呈負(fù)相關(guān),復(fù)合材料背板層間粘結(jié)性能越強,則彈道極限速度越低。因此,可以總結(jié)出復(fù)合裝甲的抗侵徹性能與復(fù)合材料背板層間粘結(jié)性能同樣呈現(xiàn)負(fù)相關(guān),較低的粘結(jié)性能反而能夠提高復(fù)合裝甲的抗侵徹性能。

圖6 彈道極限速度擬合曲線Fig.6 Fitting curves of the ballistic limit velocity

圖7 彈道極限速度比較Fig.7 Ballistic limit velocity comparison

2.4 能量吸收率

根據(jù)能量守恒,整個數(shù)值模擬過程中的能量是守恒的,裝甲系統(tǒng)的破壞作用所需要的能量都來自于彈丸的動能變化,將彈丸動能減少量與彈丸動能初始值的比值作為復(fù)合裝甲模型的能量吸收率。在878 m/s基礎(chǔ)上,以25 m/s的增量得到新的初始速度903、928 m/s,以此對模型1～6中的參數(shù)進行修改并重新進行數(shù)值模擬計算,得到不同速度條件下6個模型的能量吸收率如圖8所示。

在圖8中對比裝甲的總能量吸收率數(shù)值,可以發(fā)現(xiàn)在878 m/s速度條件下模型1、2、3、4的總能量吸收率達到100%,而模型5、6均不足100%,且逐次遞減。這一發(fā)現(xiàn)說明模型1、2、3、4達到了攔截彈丸的目的,防彈性能明顯優(yōu)于其余2種模型,且模型5、6中又以模型6的防彈性能最弱。同樣地,在903、928 m/s速度條件下,此規(guī)律同樣適用。背板材料間的粘結(jié)性能在一定程度上影響著復(fù)合裝甲的吸能性能,當(dāng)粘結(jié)性能在適當(dāng)?shù)姆秶鷥?nèi),復(fù)合裝甲吸能作用性能較好,但超過這一范圍時,其吸能作用性能急劇下降,且粘結(jié)越強彈丸動能吸收能力越弱。

圖8 各模型在不同速度條件下的能量吸收率Fig.8 Energy absorption rates of each model under different velocity conditions

2.5 背板的損傷與破壞

UHMWPE復(fù)合材料背板在彈丸沖擊貫穿陶瓷過程中,由于沖塞作用而首先發(fā)生局部鼓包變形,如圖9(a)所示,此時對于較低層間粘結(jié)性能的背板,局部鼓包變形區(qū)域發(fā)生分層。在彈丸貫穿陶瓷后,剩余彈丸直接和背板接觸,背板通過拉伸、壓縮、剪切、分層損傷與破壞進一步吸收彈丸剩余動能,如 圖9(b) 所示。圖10為模型中心區(qū)域15 cm范圍內(nèi)UHMWPE背板在不同沖擊時刻變形圖,可以看出,彈丸侵徹復(fù)合材料背板過程中,在背板背面厚度約1/3處發(fā)生主界面分層,且界面粘結(jié)性能較弱的模型,其主分層區(qū)域明顯大于粘結(jié)性能較強的模型。這是由于UHMWPE纖維及其復(fù)合材料的拉伸性能遠(yuǎn)大于其剪切和壓縮性能,在彈丸橫向沖擊作用下,界面粘結(jié)性能較弱時,復(fù)合材料內(nèi)局部的剪切和壓縮作用會轉(zhuǎn)變?yōu)槔w維復(fù)合材料的拉伸斷裂[19],因此較弱的界面粘結(jié)會促使拉伸斷裂區(qū)域的擴大。同時較弱的層間粘結(jié)性能可以保證復(fù)合材料背板在分層后更多的未破壞材料通過拉伸作用參與變形,減弱受拉纖維及復(fù)合材料的應(yīng)力集中[20],最大主應(yīng)力出現(xiàn)相對更晚,可以吸收更多的彈丸動能。

圖9 模型1彈丸沖擊復(fù)合裝甲不同時間變形Fig.9 Deformation of the projectile impact on the composite armor of Model 1 at different times

圖10 UHMWPE背板變形Fig.10 Deformation results of the UHMWPE backplate

圖11為1/2模型UHMWPE背板第16界面(第1層為接近陶瓷層)分層損傷,當(dāng)Nodal Contact Gap數(shù)值達到1時,完全脫粘。由圖11可以看出各模型背板的分層損傷情況不同,其中,模型1的分層程度最大而模型5分層區(qū)域較小。隨著背板復(fù)合材料層間粘結(jié)性能的增強,背板的分層區(qū)域逐漸減少。背板復(fù)合材料間的粘結(jié)性能通過影響背板的分層等來擴大或減弱背板的拉伸吸能作用,最后影響復(fù)合裝甲整體的防彈性能。綜上可以分析得到,當(dāng)粘結(jié)性能過高時,背板幾乎不發(fā)生分層,復(fù)合裝甲防彈性能偏弱,且粘結(jié)越強、性能越弱;而粘結(jié)性能較低時,背板可以獲得較好的分層,背板吸收能量的能力得到提高,復(fù)合裝甲的防彈性能顯著增強。

圖11 UHMWPE背板中界面16分層形狀Fig.11 Delamination shapes of interface 16 in the UHMWPE backplate

3 結(jié) 論

利用顯示動力學(xué)分析軟件對SiC/UHMWPE復(fù)合裝甲受7.62 mm穿甲燃燒彈沖擊的侵徹過程進行了數(shù)值模擬研究,并根據(jù)模擬計算結(jié)果分析討論了UHMWPE背板不同粘結(jié)性能時復(fù)合裝甲的彈道性能、彈道極限速度、能量吸收和損傷模式,得到如下主要結(jié)論:

a)在同樣彈丸初速度條件下,彈丸未穿透復(fù)合裝甲時,彈丸停止所需時間隨粘合性能增加而減小,背板的鼓包高度隨粘結(jié)強度增強而降低;粘結(jié)性能過高時,彈丸穿透復(fù)合裝甲,穿透裝甲后的剩余速度隨粘結(jié)性能增強而增加。

b)復(fù)合裝甲的彈道極限速度隨粘結(jié)性能增加而降低,粘結(jié)性能較低時復(fù)合裝甲具有更優(yōu)異的彈丸動能吸收能力和抗侵徹能力。

c)同樣彈丸初速,隨著背板粘結(jié)性能增強,復(fù)合裝甲模型對彈丸動能的吸收能力降低,且粘結(jié)性能在一定范圍內(nèi)時,模型則能夠完全吸收彈丸全部動能。

d)粘結(jié)性能較弱時,UHMWPE背板分層區(qū)域更大,主分層面更明顯,減小了復(fù)合材料的應(yīng)力集中區(qū)域,穿孔破壞部分減少,更多復(fù)合材料通過拉伸變形吸收彈體動能。